旋轉沖擊鉆井多斧形齒破巖效果數值模擬研究

中圖分類號：TE921 文獻標識碼：A DOI：10.12473/CPM.202406028

LengYouheng，Wang Lixin，Chen Pengyu，et al.Numerical simulation studyon the rock breaking effct of multipleaxe-shaped cutters in rotary percussion drilling[J].China Petroleum Machinery，2025，53（7）：58-66.

Numerical Simulation Study on the Rock Breaking Effect of Multiple Axe-Shaped Cutters in Rotary Percussion Drilling

Leng Youheng1Wang Lixin2 Chen Pengyu3Liu Ronghe1Xi Yan4 （1.PetroChinaAmuDaryaNaturalGasExplorationamp;Development（Beijing）Co.，Ld.；2.CNPCChuanqingDriling Enginering CompanyLimited;3.PetroChinaResearchInstituteofPetroeumExplorationamp;Dvelopment;4.BeijingUniversityofTechology）

Abstract：Thecompatibilityof percussion tools，PDC cutter types and hard rock formations is a key factor in extending theservicelifeofpercussion toolsanddrillbitsandachievethebestrock breaking effct，butithas been rarely studied.Inthis paper，consideringthe interaction between the axial static load and the impactload，cutrs and formation during rotary percussion driling，a numerical model of single and double axe-shaped cutter threedimensional rock breaking under conventional drilling and rotary percussion driling modes was established.The multi-cutter rock breaking effcts under different drilling modes were compared，the distribution of tensile，compressive and shear stresses in the rock which is broken by single and double cuters under impact load was analyzed，and the mechanism of multi-cuterrock breaking under impact load was revealed.The penetration depth of thecutters，the rock damage underthe cuting surface and the variation of the force ofthecuters underdiffrent cuter rake angles and double cuter spacing were studied.The results show that there is obvious interference of shear stressand tensile stress in the double-cutter rock breaking process.As the front rakeangle of the cuters increases，the rock section damage area，penetration depth and tangential force of thecutters graduallydecrease， and the best front rake angle is 20^° .Given the front rake angle，increasing the cutter spacing will lead to the gradual weakening of the interference between two cuters，and the residual rock ridge will become more significant.Considering the rock cutting efect and the force of the cutters，the double axe-shaped cuters spaced at 16 mm can achievea high rock breaking eficiency and service life.The research results provide theoretical and engineering references for the selection of PDC bit type and the layout ofcutters in the process of percusson drilling.

Keywords：PDC bits；axe-shaped cuter; cutter parameter； rock-breaking mechanism；numerical simula tion;penetration depth; tangential force ;spacings

0 引言

沖擊鉆井是提升深部硬巖地層機械鉆速的重要技術之一，基于該技術研發的旋轉、扭轉和復合沖擊鉆具在現場得到了廣泛應用。沖擊鉆具的驅動機制主要為：鉆柱中的鉆井液流動能量驅動沖擊鉆具中的沖錘往復運動，沖錘運動過程中撞擊鉆具底座產生應力波，應力波通過鉆頭本體傳遞至鉆齒，從而起到輔助破巖的作用，進而達到提升機械鉆速的目的[1-4]?？紤]到在不同地層、不同類型鉆頭與沖擊鉆具配合使用時提速效果不同，提升沖擊工具、鉆頭類型以及硬巖地層的配伍性，已成為延長沖擊工具和鉆頭使用壽命、獲得最佳破巖效果的關鍵[5-7]。

前人通過理論分析、試驗研究和數值模擬的方法，開展了一系列相關研究[8-10]，具體表面在：D.CRANE等[1使用斧形齒和平面齒開展了巖石刮擦試驗，結果表明，斧形齒切向力和法向力比平面齒約小 40% ；謝晗等[2]建立了平面齒和三棱齒3D有限元模型，分析了2種鉆齒垂直壓入和直線切削巖石的過程，結果表明，三棱齒與巖石接觸更加平穩，可有效提高機械鉆速，相比于平面齒破巖提速達 37% ；趙潤琦等[3基于有限元模擬方法分析了斧形PDC齒破碎硬砂巖過程，分析結果表明，斧形齒比平面齒更容易吃入地層，且具有破巖比能小的優勢；D.GUMICH等[14]通過數值模擬與現場試驗相結合的方法，對PDC鉆頭斧形齒的破巖效率進行了分析，結果表明，在切削破巖過程中，相比平面齒斧形齒會產生更大的巖屑，且達到同等鉆速時鉆壓和扭矩較小；程書婷等[15]建立了單斧形齒切削礫巖的數值模型，分析了不同齒面角下破巖效果，結果表明，當齒面角為 140^° 時斧形齒在礫巖層的切削效率最高、受力最穩定。

基于以上分析可以看出，前人對于常規鉆井條件下PDC鉆頭單齒破巖效果開展了大量研究，研究過程往往以傳統鉆井方式為背景，未考慮沖擊鉆井過程中沖擊鉆具產生的沖擊載荷，難以科學地評價沖擊鉆具產生的破巖效果。與此同時，前人的分析過程對鉆頭破巖模型進行了簡化，以單齒破巖分析為主，對于多齒破巖效果的分析存在明顯不足。因此，開展沖擊載荷作用下PDC鉆頭多齒條件下不同參數對破巖效果的影響研究具有重要意義?？紤]旋轉沖擊鉆井過程中軸向靜載與沖擊載荷、鉆齒以及地層之間的相互作用，筆者建立了常規鉆井和旋轉沖擊鉆井條件下單、雙斧形齒三維破巖數值模型，對比了不同鉆井方式下多齒破巖效果的差異性，分析了沖擊載荷作用下單、雙齒條件下巖石內部拉應力、壓應力與剪應力的分布，揭示了沖擊載荷作用下多齒破巖機制，研究了不同鉆齒傾角和雙鉆齒間距條件下鉆齒侵徹深度、切削面下巖石損傷以及鉆齒受力變化規律，以期為旋轉沖擊鉆井過程中PDC鉆頭類型的選擇和鉆齒的布局提供理論和工程參考。

1沖擊載荷作用下的多齒破巖機制

圖1為旋轉沖擊鉆井時PDC鉆頭多齒破巖機制示意圖。以旋轉沖擊鉆井為例，鉆柱中的流體流經沖擊鉆其，驅動鉆具內的沖錘沿著軸向往復運動，產生沿軸向的沖擊載荷（軸向動載）并且以應力波的形式通過鉆齒傳至地層，從而起到輔助破巖的作用[16]。與此同時，鉆齒的旋轉還會使得鉆齒產生位移載荷，進而在周向上達到切削巖石的目的。PDC鉆頭在破巖過程中，鉆齒的參數（前傾角θ、鉆齒間距S等）對于破巖效果有著顯著的影響，對于單個鉆齒的分析難以綜合表征破巖過程中巖石的損傷以及破巖的效果。

如圖1所示，在鉆柱靜載（軸向靜載）以及沖擊鉆具動載的共同作用下，鉆頭上多個鉆齒同時與巖石接觸。鉆齒的前傾角會影響沖擊能量在水平和垂直方向的分布，進而影響鉆齒的破巖效果；鉆齒的間距則決定了PDC鉆頭上鉆齒之間的分布密度，會直接影響巖石的破碎面積和切削效率。因此，需要分析沖擊載荷作用下鉆齒傾角和鉆齒間距對破巖效果的影響規律，以作為現場使用沖擊鉆具時鉆頭選型和鉆頭布齒優化的依據。

2 數值模型建立

2.1 網格劃分與邊界條件

基于上述工程模型，建立旋轉沖擊載荷作用下雙齒破巖數值模型。考慮到異形齒破巖效果更好的實際，選擇雙斧形齒作為研究對象，如圖2所示。建模時，設置地層底部自由度為0，側面與底面均為無反射邊界?？紤]到鉆頭沿著鉆柱的中心線連續旋轉，其本質為鉆齒在周向上保持固定的傾角進行旋轉切削。因此為了進一步簡化模型，將鉆齒繞鉆頭中軸線的旋轉切削過程簡化為直線切削運動，其中直線距離與旋轉切削過程中的周向距離保持一致，鉆齒幾何位置始終保持不變。

為貼近數值模擬分析結果與真實鉆進破巖效果，巖石的幾何尺寸應為最大接觸痕跡的5＼～8倍，設置模擬硬質巖石為 140mm×64mm×20mm 的長方體。此外，考慮到雙斧形齒之間存在間距且間距可變，為避免產生接觸，將雙齒分為鉆齒1和鉆齒2，雙齒尺寸均設置為 ?16mm×13.7mm ，與實際工程應用中的鉆齒尺寸保持一致。數值模型建立過程中，考慮到網格單元大小會影響計算效率，將可能與PDC鉆齒接觸的巖石進行網格加密，加密后的網格形狀為六面體，為邊長是 1mm 的立方體；網格加密部分的深度為 10mm ，寬度為48mm ；巖石模型單元總數為118420個。此外，雙斧形齒均采用六面體網格劃分。

2.2 載荷參數設置

旋轉沖擊載荷可分為軸向靜載和軸向動載。其中靜態載荷由鉆壓通過鉆柱提供且在鉆進過程中保持不變，動態載荷由沖擊鉆具的沖錘沖擊作用產生，以應力波的形式傳遞到鉆頭，如圖3a所示。因此，載荷設置過程中，靜態載荷設置為0.8MPa ；設置應力波的波形為矩形波，頻率為30Hz ，峰值為 0.4MPa ，載荷的持續時間為0.2s。鉆齒承受的軸向載荷是軸向沖擊引起的靜態載荷和動態載荷的總和，如圖3b所示。

考慮到實際鉆井過程中，鉆柱帶動鉆頭保持一定的速度旋轉運動，進而使鉆齒產生位移載荷，該位移載荷取決于鉆頭的轉速和幾何參數。設定鉆頭的直徑為 _6215.9mm ，研究對象是位于鉆頭邊緣的PDC鉆齒。在鉆井過程中，鉆頭的轉速設定為 60r/min ，則鉆齒切向的速度約為 0.68m/s 。

2.3材料參數與控制方程

為模擬巖石在切削過程中的損傷破壞，研究過程中將斧形齒設置為剛體，同時選擇巖石動力學RHT本構模型作為硬巖地層損傷模型。該模型嵌入了與載荷相關的彈性極限面方程、失效面方程和殘余強度面方程，可以用于描述巖石在沖擊載荷作用下初始屈服強度、失效強度及殘余強度的變化規律。

RHT模型中引入了應變率動態增強因子 ，其相當于給靜態破壞面提供了相應的動力放大系數，同時考慮了應變率對巖石本構關系的影響。其中，拉、壓不同荷載作用下的應變率動態增強因子的數學表達式如下：

式中： f_t 為單軸抗拉強度， MPa ；參考壓縮應變率 ，參考拉伸應變率 臨界應變率 ： β_c 為壓縮應變率指數，MPa^-1 ， β_c=4/（20+3f_c） ; β_t 為拉伸應變率指數，MPa^-1 ， β_t=2/（20+f_t） f_c 為單軸抗壓強度， MPa ：p 為平均正應力， MPa 。

研究過程中以花崗巖作為研究對象，具體的材料參數參見文獻[17]。

3模擬結果分析與討論

3.1常規與旋轉沖擊鉆井破巖效果

為明確常規和旋轉沖擊鉆井破巖效果的差異性，選擇鉆齒侵徹巖石0.2s時間內切削距離120mm 巖石損傷云圖進行對比分析，如圖4所示。基于圖4可以看出：

（1）常規鉆井僅有靜載作用條件下，斧形齒在破巖過程中依然存在一定的波動，主要是鉆進過程中鉆齒與巖石的接觸面動態變化導致。該情況下鉆齒波動幅度較小，形成的切削面相對平滑。

（2）旋轉沖擊鉆井過程中，靜載與動載耦合作用條件下，鉆齒侵徹過程中產生的波動更加顯著，巖石切削面底部會產生更加明顯的破碎坑，主要是因為在動載和靜載的共同作用下，周期性的動載會增加鉆頭的侵徹深度，從而加劇鉆齒侵徹過程中波動的劇烈程度。

此外，對該時間段內鉆齒侵徹的平均深度進行計算，其中常規鉆井和旋轉沖擊鉆井的平均侵徹深度分別為5.25和 6.06mm ，旋轉沖擊鉆井在鉆齒侵徹深度上提升約為15. 43% 。這說明沖擊鉆井技術可有效提高破巖效率，該計算結果與XIY.等[7的模擬結果較為接近，同時也充分證明了所建模型的正確性。

3.2單-雙齒破巖機制分析

沖擊載荷作用下鉆齒破巖過程中，受PDC鉆頭鉆齒齒形的影響，巖石會承受拉應力、壓應力和剪應力的共同作用。在該作用下巖石基質會發生損傷且部分損傷嚴重的巖石會從巖體上剝離或者發生破碎，因此可以通過分析鉆齒切削過程中巖石拉應力、壓應力和剪應力的分布情況，揭示單齒和雙齒破巖過程中巖石破碎機制的差異性。

3.2.1拉、壓應力分布

鉆齒切削過程中，鉆齒侵徹巖石時產生的擠壓作用會使巖石同時承受拉、壓載荷作用，因此巖石拉、壓應力分布可以表征巖石發生拉伸和壓實破壞的過程。圖5為 t=5ms 時鉆齒侵徹過程中巖石拉、壓應力分布云圖。其中拉應力為正值、壓應力為負值?；趫D5可以看出：

（1）單齒破巖過程中，鉆齒產生的壓應力集中區面積較小，主要分布于斧形齒的斧刃頂部與巖石的接觸區域。而拉應力集中區遠大于壓應力集中區，分布在鉆齒的兩側以及下方，其中斧刃前方的拉應力集中區呈向前延伸狀態。

（2）雙齒破巖過程中，單個鉆齒的壓應力集中區也是分布于斧刃頂部與巖石的接觸區域，拉應力分布于鉆齒兩側以及下方。不同的是，相較于單齒破巖，雙齒在切削過程中存在拉應力分布重合區域，說明雙齒之間應力區域存在相互干涉，當十涉應力達到一定值時有助于巖石進一步發生拉伸破壞，進而提升鉆齒的破巖效率。

3.2.2剪應力分布

剪應力可表征鉆齒使巖石發生剪切破環的能力。為進一步揭示單齒和雙齒破巖機制的差異性，選擇不同時刻（1、3、5ms）下巖石最大剪應力分布進行分析，如圖6所示。基于圖6可以看出：

（1）單齒在沖擊載荷作用下，在初期階段中 （0～lms） ），由于斧形齒的斧刃先與巖石接觸，斧形齒與巖石的接觸面積比較小，產生的剪應力集中于斧刃四周；隨著鉆齒的不斷切削（ 1～3ms ，斧形齒的斧刃不斷擠壓其前方巖石，剪應力集中區在向巖石內部擴展的同時不斷地向兩側延伸；在下一過程中（ 3～5ms ），斧形齒前方的巖石在剪應力的作用下迅速發生破壞，同時剪應力從斧刃周圍向著切削方向延伸，從而進一步擴大損傷范圍。

（2）雙齒在沖擊載荷作用下，在初期階段中 [0～1ms ），巖石內部剪應力分布情況與單斧形齒切削結果一致，剪應力集中分布在鉆齒四周；隨著鉆齒的不斷切削（ 1～3ms ），巖石受到的剪應力不斷向內部擴展，值得一提的是，由于鉆齒附近剪應力不斷向四周分布，雙齒之間逐漸出現剪應力重疊區域，這意味著雙齒之間存在剪應力相互干涉的情況；在下一過程中（ 3～5ms ），隨著切削過程的不斷進行，雙齒之間的剪應力重疊區域愈發明顯，干涉效果更加顯著。與單齒切削效果相比，由于雙齒之間存在顯著的剪應力干涉情況，這會加快巖石破碎的速度，同時進一步擴大在切削方向上的巖石損傷，有助于破巖效率的提升。

3.3鉆齒參數對破巖效果影響分析

3.3.1鉆齒前傾角

鉆齒前傾角是影響破巖效果的重要因素，設置前傾角分別為 10^° 、 15^° 、 20^° 、 25^° 和 30^° ，分析旋轉沖擊鉆井沖擊載荷作用下鉆齒侵徹深度以及承受載荷的變化規律。圖7為不同前傾角鉆齒破巖過程中地層剖面損傷云圖。其中鉆齒造成的巖石損傷程度由損傷因子（無量綱）評定，當巖石完全損傷時損傷因子為1，表征巖石已經完全從巖體剝落?；趫D7可以看出：隨著鉆齒傾角的不斷增大，鉆齒侵徹的整體深度逐漸減小，巖石的剖面損傷面積不斷減小，意味著提升機械鉆速的能力不斷減弱。之所以出現這樣的情況，主要是鉆齒前傾角的增大導致鉆齒與巖石的等效接觸面積不斷減小，在鉆頭傳遞同等靜載與動載的條件下，導致巖石受力顯著減小，進而使得巖石損傷區域

和深度發生顯著減小。

為進一步分析鉆齒在不同前傾角條件下的破巖過程，分析侵徹深度沿切削路徑的變化規律，如圖8所示（提取0.20s時間內切削距離 120mm 的運動軌跡）。由圖8可知，當鉆齒的前傾角分別為 10^° 、 15^° 、 20^° 、 25^° 和 30^° 時，鉆齒的平均侵徹深度分別為7.98、6.75、6.06、5.09和 4.69mm 。由此可以看出，隨著鉆齒前傾角的不斷增大0 （10^°～30^° ），鉆齒的侵徹深度呈減小趨勢。

在此基礎上，進一步分析鉆齒在切削方向的受力情況，如圖9所示。由圖9可知，隨著鉆齒前傾角的不斷增加（ [10^°～30^° ），鉆齒受到的切向力呈減小趨勢，當鉆齒的前傾角分別為 10^° 、 15^° 、 20^° 、25^° 和 30^° 時，鉆齒的平均切向力分別為1053.68、725.88、541.76、426.64和 354.74N. 。這意味著隨著前傾角的不斷增大，鉆齒在破巖過程中受到的沖擊力逐漸減小，可以進一步降低鉆齒磨損的概率，鉆齒的使用壽命可以得到有效延長。

值得一提的是，當切削角度發生改變時，切向力的波動也具有一定的規律性，隨著切削角度的增大 （ 10^°～30^° ），鉆齒所受切向力的波動由劇烈逐漸轉為平緩。這進一步說明在前傾角較小的情況下，雖然侵徹深度較大，但是鉆齒更容易因切向力的劇烈波動而發生沖擊損傷，造成鉆齒齒刃崩裂，進而影響鉆頭壽命。

基于上述鉆齒在不同前傾角（ 10^° 、 15^° 、 20^° 、25^° 、 30^° ）下的破巖效果分析，同時考慮鉆齒的破巖效率及抗沖擊性，得到最優的切削角度。圖10為鉆齒在不同前傾角下的平均侵徹深度和平均切向力對比。從圖10可知，切削角度較?。?10^°～ 15^° ）時，鉆齒的侵徹深度較大，有利于提高破巖效率，但較大的切向力也使鉆齒面臨著磨損加劇的風險。而切削角度較大（ 25^°～30^° ）時，較小的切向沖擊力使得鉆齒的耐磨性更強，不容易磨損，但較小的侵徹深度不利于破巖效率的提升。因此，綜合考慮破巖效率及鉆齒使用壽命，沖擊載荷作用下前傾角為 20^° 時可作為最優切削角度。

3.3.2 雙鉆齒間距

在實際鉆井過程中，多個鉆齒同時作用于巖石，鉆齒間距是影響破巖效果的重要參數。設置鉆齒傾角為 20^° ，鉆齒間距分別設置為8、12、16、20和 24mm ，分析沖擊載荷作用下鉆齒間距對破巖效果的影響。

傷云圖?；趫D11可以看出：當鉆齒間距較小時，雙齒之間的巖石損傷存在干涉區域，這使得切削溝槽之間的重疊較為顯著，進而導致巖石損傷區域較為集中，溝槽之間未產生明顯的殘余巖脊；隨著鉆齒間距的增大，切削溝槽之間的干涉效果減弱，雙齒之間逐漸產生較為明顯但是存在損傷的殘余巖脊；隨著鉆齒間距的進一步增大，雙齒產生的切削溝槽之間無干涉，同時產生的殘余巖脊最為顯著，且該情況下巖脊中間位置保持完整。

基于該分析可以得出，當齒間距為 16～20mm 時，鉆齒切削過程中導致巖石損傷的干涉使得巖脊出現了明顯的損傷，增大了雙鉆齒破巖的橫截面積，強化了鉆齒破巖的效果。低于該范圍時，產生的干涉效果難以充分發揮作用，導致破巖截面降低；高于該范圍時，導致巖脊未損傷進而降低破巖效果，多齒破巖布局效果減弱。

為了進一步探究鉆齒在不同間距條件下的破巖規律，提取0.2s時間內鉆齒2切削距離 120mm 的運動軌跡，得到不同間距下的侵徹深度曲線，如圖12所示。由圖12可知，當鉆齒的間距分別為8、12、16、20和 24mm 時，鉆齒的平均侵徹深度分別為8.17、7.71、6.91、6.05和 5.89mm 。由此可以看出，隨著鉆齒間距的不斷增大（8＼～24mm ），鉆齒的侵徹深度逐漸減小。與此同時，隨著鉆齒間距的不斷增加，切削截面的平均寬度分別為27.14、31.74、36.45、39.04和 34.61mm 。

在實際破巖過程中，由于鉆齒間距的不同，其產生的切削溝槽之間的干涉情況也有所不同，這導致鉆齒的受力具有差異性。因此，分析鉆齒2在切削方向的受力情況，用以表征不同間距下切削溝槽之間的干涉強度，如圖13所示。由圖13可知，當鉆齒的間距分別為8、12、16、20和24mm 時，鉆齒的平均切向力分別為531.08、545.65、539.37、556.61和541.44N。隨著鉆齒間距的改變，其受到切削方向上的沖擊力也隨之改變，當鉆齒間距為 8mm 時，鉆齒受到的切向力最小，其次為 16mm 。切向力的減小意味著鉆齒在破巖時所需的切削載荷越小，這有助于提高PDC鉆頭的破巖效率，同時延長鉆齒的使用壽命。

基于上述不同鉆齒間距（8、12、16、20和24mm ）下的破巖效果分析，圖14展示的是鉆齒2在不同間距下的平均侵徹深度和平均切向力?；趫D14可以看出：

（1）齒間距較大時，即 20～24mm 時，鉆齒的侵徹深度較小，不利于PDC鉆頭破巖效率的提升。（2）齒間距為 12mm 時，鉆齒在切削方向上受到的沖擊力較大，使得鉆齒更容易發生沖擊損傷，從而影響其使用壽命。（3）齒間距為 8mm 時，鉆齒在侵徹深度及切削方向受力表現最為優異，但因為較小的間距設定，使得雙齒之間具有重疊區域，導致雙齒在破巖過程中存在重復切削的現象，會使更多的能量被消耗在切削過程中，而不是有效地用于破巖，降低整體的破巖效率。

此外，鉆齒在重復切削中與巖石表面頻繁接觸，導致磨損加劇，這會嚴重縮短鉆齒的使用壽命。因此，考慮到破巖效率及鉆齒壽命，當齒間距為 16mm 時可作為該尺寸鉆頭在沖擊載荷作用下的最優切削間距。

4結論

（1）基于沖擊鉆井工程實際，建立了旋轉沖擊載荷作用下雙齒耦合破巖數值模型，結合巖石內部拉應力、壓應力和剪應力分布情況，分析了沖擊載荷作用下單、雙齒破巖機制的差異性。與單齒破巖效果相比，雙齒破巖過程中巖石內部存在明顯的拉應力與剪應力干涉現象，有利于巖石發生進一步的拉伸及剪切損傷，提升破巖效率。

（2）分析了沖擊載荷作用下不同前傾角對鉆齒破巖效果的影響規律。隨著鉆齒傾角的不斷增大，其造成的巖石剖面損傷面積、侵徹深度及鉆齒切向受力均呈減小趨勢，綜合考慮破巖效率及使用壽命，當鉆齒前傾角為 20^° 時可作為最優切削傾角。

（3）研究了沖擊載荷作用下不同齒間距對鉆齒破巖效果的影響。隨著鉆齒間距的不斷增大，雙齒之間的干涉效果逐漸減弱，殘余巖脊現象更為顯著?？紤]巖石切削效果和鉆齒受力情況，當齒間距為 16mm ，鉆齒擁有較高的破巖效率及較長的使用壽命。

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作者簡介：冷有恒，高級工程師，生于1975年，男，1997年畢業于大慶石油學院油藏工程專業，現從事氣田開發技術研究工作。地址：（102200）北京市西城區。email：lengyouheng@cnpcag.com。通信作者：席巖，副教授。email：xiyan@bjut.edu.cn。

收稿日期：2024-06-11 修改稿收到日期：2024-12-30（本文編輯王剛慶）